含砂量對砂-粉土混合物強度特性的影響試驗研究

常留成,王紅雨,曹 靜,王 亞

(1.寧夏大學 土木與水利工程學院, 銀川 750021; 2.寧夏大學 旱區現代農業水資源高效利用教育部工程研究中心, 銀川 750021)

0 引 言

在水土流失較為嚴重的寧夏南部黃土高原地區,修建有防止水土流失、用于攔泥淤地、農田灌溉的淤地壩。泥沙逐年進入庫區淤積,導致水庫攔蓄庫容日益減少,成為病險水庫,不能達到設計攔淤蓄水的目標。為使土壩繼續發揮效應,同時為了節約成本,需要對水庫進行除險加固,加高培厚壩體?！皦吻坝俜e面加壩”工法是寧夏南部山區淤地壩除險加固工程中常用的一種工法。該法可以節省大量填筑土方,縮短工期、節約成本,因而在陜西、寧夏、甘肅等黃土高原地區中、小型水庫的除險加固中得到廣泛應用[1-3]。該法在實踐中積累了大量經驗,但相關配套理論研究相對滯后,沒有形成統一的理論體系支撐,嚴重影響“壩前淤積面加壩”工法在工程實踐中的應用。

在“壩前淤積面加壩” 理論研究中最核心的問題是壩基穩定性,而作為壩基的淤積土強度特性是穩定性分析的重要參考依據。在前期走訪調研、鉆孔取土時發現淤積土的含砂量在0%～50%之間[4],試驗表明含砂量對淤積土的強度有重要影響。針對砂粒對黏土強度特性影響的研究,國內外很多學者開展了不同程度的工作,并取得了大量有益成果。國外,Monkul 和Ozden[5]對不同含砂量的重塑高嶺土進行一維固結試驗,結果表明,高嶺土-砂混合物的壓縮性主要由含砂量控制。Naeini和Baziar[6]進行了不同粉粒含量的Ardebil(伊朗阿爾達比勒市)砂的不排水單調和動三軸壓縮試驗,研究表明,當粉粒含量增加到35%時,穩態狀態線向下移動,抗剪強度降低。Kim等[7]的研究結果表明,隨含砂量的降低,風化花崗巖土的黏聚力增大,內摩擦角減小,30%的含砂量可作為衡量風化花崗巖土工程特性的一個重要指標。Polito等[8]和 Sadrekarimi[9]研究了黏粒含量對砂土抗液化性能的影響。國內,朱建群等[10]通過三軸固結不排水試驗探討了粉粒含量對砂土強度特性的影響,發現粉粒含量增加到15%時砂土的靜態液化現象消失,穩態線也隨黏粒含量的增加逐步向下移動。呂璽琳等[11]對砂和黏土混合物進行了固結排水條件下的環剪試驗,發現隨含砂量的增加,黏土的應力-應變關系從持續應變向應變軟化轉變。陳永健等[12]、馮曉臘等[13]、孫昱等[14]和Li等[15]通過室內直剪試驗和固結試驗,探討了不同黏土類型對砂-土混合物強度和壓縮性的影響。關于砂粒對砂-土混合物工程特性的影響,國外學者主要側重于砂粒對砂-土混合物壓縮性和抗液化性能的影響研究;國內學者主要集中在砂-土混合物強度特性方面,對其強度特性及深層次的微觀機制研究還比較薄弱[12-15],而力學機制的轉變在某種程度上可從微觀結構的定量演變得到解釋[16]。實際工程中巖土體的受力狀態更為復雜,三軸試驗能更好地反映巖土體的實際受力狀態[17]。

基于上述分析,本文通過制備不同含砂量的砂-粉土混合物,并采用三軸固結排水剪切試驗,分析含砂量對砂-粉土混合物強度的影響規律,同時對不同含砂量的試樣進行壓汞試驗(Mercury Injection Test,MIP),從微觀角度探討含砂量對砂-粉土混合物強度的影響機制。

1 試樣制備和試驗方法

1.1 試樣來源

試驗用土主要來自寧夏南部山區索草窩子水庫。通過對不同深度處淤積土樣進行粒徑分析(見圖1),發現淤積土的砂粒(75～2 000 μm)質量分數為0～55%,黏粒(<5 μm)質量分數為0～30%,粉粒(5～75 μm)質量分數>50%。從上述分析可以看出淤積土屬于粉質黏土。

圖1 不同深度處淤積土顆粒組成Fig.1 Particle composition of silted soil atdifferent depths

1.2 試樣制備

試驗所用土樣均來自同心縣索草窩子水庫,取樣深度為0.5～1.0 m。制備試樣前應先將土樣自然風干,然后將風干土樣按砂粒和粉粒進行分選:風干土樣過0.075 mm和0.180 mm篩,取<0.075 mm范圍內的土樣為粉粒;[0.075,0.180] mm范圍內的土樣為砂粒。根據圖1可知,不同深度處淤積土的砂粒質量分數主要分布在0～30%,6 m處淤積土的砂粒質量分數為55.42%,故將砂粒的比例配置設置為0%、16.67%、28.57%、50.00%和60.00%。表1為各砂-粉土試樣基本物理指標。從表1可以看出,隨著含砂量的增加,試樣相對密度、液限和塑限明顯減小。

表1 各砂-粉土混合物基本物理指標Table 1 Physical properties of sand-silt mixtures

現場測得原狀樣的天然干密度為1.66 g/cm3,天然含水率為22%。根據《土工試驗方法標準》(GB/T 50123—2019)中關于制樣的規定,按如下步驟制樣:①配樣。將事先配好的土樣配置成含水率為22%的濕樣,為保證土體含水率均勻,將配置好的濕樣用密封袋密封放在陰涼處悶樣24 h;②采用擊實法制樣。將制備好的濕樣分5層壓入直徑為50 mm、高為100 mm的制樣桶中;③抽真空飽和。將制樣桶放入真空缸中抽真空3 h,然后向真空缸注入蒸餾水,直至水位漫過制樣桶的高度為止,最后將制樣桶在水中靜置24 h。同一含砂量的粉質黏土5個試樣,其中4個進行三軸固結排水試驗,1個用于MIP試驗,共計25個試樣。

1.3 試驗方案

1.3.1 三軸固結排水剪切試驗方法

三軸固結排水剪切試驗在寧夏大學GSY-SYL-100型應力應變三軸儀上進行。儀器最大軸向位移為40 mm,最大軸向荷載為20 kN。試樣的尺寸為50 mm×100 mm,剪切速率為0.005 mm/s,試驗圍壓分別為100、200、300、400 kPa。當有明顯峰值時,再繼續剪切5%軸向應變;沒有明顯峰值時,剪切至軸向應變到20%結束試驗。整個試驗過程數據由電腦自動采集,時間間隔為1 s。

1.3.2 MIP試驗

MIP試驗設備為精微高博公司生產的YG-97A壓汞儀。工作壓力為1～50 MPa,孔直徑測定范圍為30～600 μm。將用于微觀結構試驗的試樣切成5 mm×5 mm×5 mm的立方體土塊放到真空冷凍干燥機上在-193 ℃凍干,防止水氣界面表面張力改變土體孔隙形態影響試驗精度[18],最后將凍干樣放入壓汞儀中進行試驗。

2 試驗結果分析

2.1 應力-應變關系

通過三軸固結排水剪切試驗可以獲取砂-粉土混合物的應力-應變關系曲線,如圖2所示。由圖2可知,不同含砂量的砂-粉土混合物的應力-應變關系曲線對圍壓的響應有所不同。

圖2 不同含砂量砂-粉土混合物的應力-應變關系曲線Fig.2 Stress-strain curves of sand-silt mixtures with varying sand content

(1)對于含砂量為0%、16.67%和28.57%的砂-粉土混合物,不同圍壓條件下應力-應變關系有著明顯的相似性,即:隨著軸向應變的增加,偏應力開始迅速增加,而后緩慢增長,最后趨于一個穩定值,應力-應變曲線屬于應變硬化型。由于粉粒含量遠高于含砂量,試樣的破壞呈現“塑性”,隨著含砂量的增加,試樣的破壞形式由“塑性”向“脆性”轉換,相應的應力-應變曲線也由應變硬化向應變軟化轉變,如圖2(d)所示。破壞時的剪切滑動面也隨著含砂量的增加變得顯著(應變硬化型選15%軸向應變對應的剪切面,應變軟化型選峰值處軸向應變對應的剪切面),如圖3所示。

圖3 300 kPa圍壓下不同含砂量砂-粉土混合物破壞時的剪切破壞面Fig.3 Shear failure plane of sand-silt mixture with varying sand content under 300 kPa confining pressure

(2)圍壓較大的試樣應力-應變關系曲線位于上方,所獲取的峰值強度也較大。

(3)對于含砂量為50%和60%的砂-粉土混合物,隨著圍壓的增大,土樣的應力-應變關系由應變軟化型轉變為應變硬化型,說明高圍壓使土顆粒變得更加密實,能有效抑制剪切過程中土體結構發生破壞。

圖4是不同圍壓條件下砂-粉土混合物的應力-應變關系曲線。從圖4可知同一圍壓條件下不同含砂量砂-粉土混合物的力學特性也不相同。

圖4 不同圍壓條件下不同含砂量砂-粉土混合物的應力-應變關系Fig.4 Stress-strain curves of sand-silt mixtures under different confining pressures

(1)含砂量高的試樣的應力-應變關系曲線位于上方,說明含砂量的增加能有效提高砂-粉土混合物的強度。這和文獻[10]的結論相一致。

(2)在低圍壓下(100～300 kPa),隨著含砂量的增加,試樣的應力-應變關系由應變硬化向應變軟化轉變。這是由于含砂量為0%的砂-粉土混合物的結構為絮凝結構,土顆粒任意排列,具有較大的孔隙,顆粒間引力較小,所以強度較低。摻入的砂粒能填充顆粒間較大的孔隙,增大土顆粒的接觸面積,使土體結構變得更加密實。土體受剪時,土顆粒發生錯動需要克服較大的咬合力,因而表現出較高的強度。一旦部分顆粒繞過另一部分土粒,結構變得松動,抵抗變形的能力隨之降低,故而表現為軟化。

2.2 峰值偏應力的變化規律

從圖2和圖4可以看出,不同應力條件下不同含砂量的砂-粉土混合物的應力-應變關系曲線既有應變硬化型,也有應變軟化型。對于應變軟化型曲線,取峰值處的軸向應力為峰值偏應力;對于應變硬化型曲線,選軸向應變15%處的軸向應力為峰值偏應力。

圖5是不同圍壓條件下砂-粉土混合物峰值偏應力與含砂量的關系。從圖5可知:①當圍壓相同時,峰值偏應力隨著含砂量的增加而增大,說明含砂量能有效提高砂-粉土混合物的強度。②隨著圍壓的增大,峰值偏應力隨著含砂量的增幅明顯增加。以100 kPa和400 kPa圍壓條件下的試樣為例,當含砂量由0%增加到60%,圍壓為400 kPa時,峰值偏應力增加了1 295.42 kPa;而圍壓為100 kPa時,峰值偏應力僅增加了421.24 kPa。③當含砂量<28.57%時,隨著含砂量的增加,砂-粉土混合物的峰值偏應力增幅明顯,當含砂量>28.57%時,增幅明顯降低。說明含砂量的增加并不能無限制提高砂-粉土混合物的強度。

圖5 不同圍壓條件下峰值偏應力與含砂量的關系Fig.5 Curves of peak deviatoric stress versus sand content under different confining pressures

2.3 強度指標的變化規律

通過三軸固結排水剪切試驗可以獲得不同圍壓條件下不同含砂量試樣的內摩擦角,如圖6所示。由圖6可知,隨著含砂量的增加,內摩擦角呈增大趨勢,而黏聚力呈減小趨勢。在含砂量<30%時,黏聚力減小幅度和內摩擦角增大幅度最大,這和強度-含砂量關系曲線呈現類似規律。存在2個臨界含砂量:12.5%、30%。當含砂量<12.5%時,砂-粉土混合物的強度受黏聚強度控制,隨著含砂量的增加,摩擦強度對砂-粉土混合物強度的增加起主要貢獻作用;當含砂量>30%時,摩擦強度增幅和黏聚強度減幅明顯減小,土體強度逐漸趨于一個穩定值。

圖6 含砂量與抗剪強度指標的關系Fig.6 Relationship between sand content and shear strength parameters

3 含砂量對砂-粉土混合物力學特性影響微觀機制分析

3.1 不同含砂量砂-粉土混合物孔徑分布測試結果

圖7是不同含砂量砂-粉土混合物孔徑分布。由圖7可知,孔徑分布曲線呈現“雙峰”特征,說明砂-粉土混合物存在2種主要孔徑(5～10、40～65 μm),同時這2種孔徑也是含砂量的作用區域。Shear等[19]在分析蒸發對原狀土滲透系數-孔隙率關系的影響時對孔隙進行如下劃分:微裂隙(≥100 μm)、大孔隙([20,100) μm)、中孔隙([5,20) μm)、小孔隙([0.4,5) μm)、微孔隙(<0.4) μm)。其中大孔隙為團聚體間孔隙,中孔隙為團聚體內孔隙,小孔隙為土顆粒間孔隙,微孔隙為土顆粒內孔隙[20]。砂-粉土混合物的孔隙類型主要為團聚體間孔隙和團聚體內孔隙。

圖7 不同含砂量砂-粉土混合物孔隙分布曲線Fig.7 Pore distribution curves of sand-silt mixtures with varying sand content

根據上述孔徑分類方法,可以得到砂-粉土混合物各類孔徑體積占比隨含砂量變化分布,如圖8所示。從圖8可以看出,隨著含砂量的增加(0%→60%),團聚體間孔隙體積明顯減小,團聚體內孔隙體積增幅明顯,顆粒間孔隙體積增加較小。團聚體間孔隙的減小導致總孔隙面積收縮,說明提高含砂量可以減小砂-粉土混合物的孔隙體積。

圖8 不同含砂量砂-粉土混合物各類孔隙相對變化量Fig.8 Volumetric proportions of different types of pores in sand-silt mixtures with varying sand content

3.2 砂-粉土混合物力學特性變化微觀機制分析

3.2.1 含砂量對強度的影響

根據MIP試驗結果,作者認為,隨含砂量的增加,砂-粉土混合物內部結構變化可以表述為:當含砂量為0%時,由于土顆粒間引力的作用,片狀顆粒相互吸引形成團粒,如圖9(a)所示。團粒通過膠結物質的膠結作用和團粒間相互吸力黏聚在一起形成如圖9(b)所示的絮凝結構,土粒間的接觸以面-邊和面-角接觸為主[21],此時土體的孔隙以團聚體間孔隙和團聚體內孔隙為主。隨含砂量的增加,砂粒首先進入團聚體間孔隙填充大孔隙(見圖9(c)),使大孔隙體積減小,其次較小的砂粒進入團聚體內孔隙填充中孔隙(見圖9(d)),使小孔隙體積增加。但由于<5μm的砂粒有限,僅有少量砂粒能進入團聚體內孔隙,中孔隙體積收縮有限,如圖9(e)所示。中孔隙體積的增加主要由于砂粒填充大孔隙所致,此時中孔隙主要為團聚體內孔隙和砂粒間孔隙,顆粒間的接觸以面-角和點-點接觸為主。

圖9 砂粒進入粉質黏土孔隙示意圖Fig.9 Schematic of sand grains entering the pore of silt clay

砂粒進入土體會改變土顆粒間的孔隙形態、排列方式、相互作用力,從而改變土的力學性質,孔隙的變化是土體力學性質變化的重要體現。當含砂量為0%時,砂-粉土混合物的結構以絮凝結構為主,孔隙較大,顆粒骨架多以團粒和集粒為主,土-水作用形成的結合力以邊對面結合為主,結合強度較高。飽和砂-粉土混合物的孔隙被薄層強結合水、較厚的弱結合水所填充,結合水強烈地與黏土顆粒相結合,阻礙顆粒之間的真正接觸,同時傳遞和影響黏土礦物晶體之間的電化學力(范德華力和庫侖力)。在電化學力和粒間力作用下,土體具有較高的黏聚強度,此時土體強度受黏聚力控制。當含砂量>15%時,由于砂粒填充顆粒間的孔隙,破壞了土體原有黏聚性,黏聚強度降低,但增加了顆粒間的咬合作用力,摩擦強度開始超過黏聚強度對強度起主要作用。隨著含砂量的繼續增加,孔隙體積不斷減小,土體變得密實,增大了顆粒間的咬合摩擦和滑動摩擦,使得顆?；瑒雍投ㄏ蚺帕性诩羟羞^程中需要消耗更多能量,因而抗剪強度得到提高。含砂量>30%時,土體已經相當密實,繼續增大含砂量,強度增加已不明顯。

3.2.2 含砂量對黏聚力的影響

砂-粉土混合物的黏聚力主要包括原始黏聚力和固化黏聚力。原始黏聚力主要來源于黏粒晶體之間的電化學力,包括庫侖力和范德華力;固化黏聚力主要取決于膠結物質的膠結作用。砂粒進入并填充土顆粒之間的孔隙,一方面起膠結作用的膠結物質被砂粒所取代,使土體的膠結作用減弱,固化黏聚力隨之降低;另一方面由于砂粒的嵌入鍥入,增大了黏土顆粒的間距,范德華力隨顆粒間距的6次方下降,庫侖力2次方下降,原始黏聚力大幅下降。但由于<5 μm的砂粒有限,少量團聚體內孔隙沒有被填充,土體的原有結構沒有被完全破壞,所以黏聚力隨著含砂量的增加并未降為零,而是收斂于>0的某個穩定值。

3.2.3 含砂量對內摩擦角的影響

由前面分析可知,隨著含砂量的增加,總孔隙體積不斷減小,土體變得更加密實,顆粒之間的咬合能力增加,在發生剪切時,土顆?？邕^相鄰顆粒需要消耗更多能量,這部分能量需要由剪應力做功來補償,宏觀上表現為內摩擦角增加;另一方面增大顆粒之間的滑動摩擦,土體密實使土顆粒的接觸面積增加,相鄰兩顆?；瑒訒r所做的功也相應增加,內摩擦角隨之增大。如圖6所示,內摩擦角也不是隨著含砂量一直上升,而是在含砂量>30%后逐步趨于一個穩定值,可能由于含砂量為30%時,土體原有的孔隙已被大量填充,繼續增加的砂粒沒有明顯改變顆粒、粒團和孔隙的排列、分布,所以內摩擦角并沒有明顯增加,而是趨于穩定。

4 結 論

本文通過對不同含砂量的砂-粉土混合物進行三軸固結排水剪切試驗和MIP試驗,得到以下幾點結論:

(1)三軸固結排水剪切試驗結果表明,不同圍壓條件下應力-應變關系隨含砂量的變化表現出較大的差異。低含砂量(≤ 30%)砂-粉土混合物的應力-應變關系為應變硬化型,土體破壞呈現“塑性”;高含砂量(≥50%)砂-粉土混合物的應力-應變關系隨圍壓增加由應變軟化型向應變硬化型轉變。峰值偏應力隨著含砂量的增加而增大,說明含砂量能有效提高砂-粉土混合物的強度。當含砂量<12.5%時,砂-粉土混合物的強度受黏聚強度控制,隨著含砂量的增加,摩擦強度超過黏聚強度對強度起主要作用;含砂量超過30%時,峰值偏應力隨含砂量增速明顯下降。

(2)砂粒填充土顆粒間孔隙破壞土體原有的組構導致強度參數均發生較大變化。其黏聚力隨含砂量增加,先迅速下降,后趨于穩定,內摩擦角隨含砂量增加,先迅速升高,后逐漸趨于穩定。

(3)MIP試驗結果表明,砂-粉土混合物的孔隙主要為團聚體間孔隙和團聚體內孔隙。隨著含砂量增加,團聚體間孔隙體積明顯減小,團聚體內孔隙體積增幅明顯,土顆粒間孔隙體積增加較小,總孔隙體積收縮。增加含砂量可以減小砂-粉土混合物的孔隙體積,增大土體的致密性。